автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.04, диссертация на тему:Исследование процессов изготовления деталей летательных аппаратов малковкой и подсечкой

Государственный Комитет Российской Федерации по высшему образованию

Московский государственный авиационный технологический университет им. К.Э.Циолковского.

РГб од

На правах рукописи

1 ^ Чивикина Гхтна Ивановна

Исследование процессов изготовления деталей летательных аппаратов малковкой и подсечкой

Специальность 05.07.0-4 "Технология производства летательных аппаратов".

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 1996 г.

Работа выполнена в Московском государственном авиационном технологическом университете им. К.Э.Циолковского.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Гаврилин В.Д., кандидат технических наук, Половцев В.А

часов на заседании специализированного совета К 063.56.06 в Московском государственном авиационном технологическом университете им. К..Э. Циолковского (МГАТУ) по адрссу: Москва, Берниковская наб., 14.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университета.

Отзывы на автореферат в 2 экз., заверенные печатью, просим направлять ио адрссу: 103767 Москва, К-31, Петровка, 27, МГАТУ. ученому секретарю совета К 063.56.06.

Ученый секретарь

доцент, к.т.н. Ковалев Ф.И. '

Научный руководитель - к.т.н, доцент Чумадин А.С.

Ведушсс предприятие: НПО "Техномаш"

Защита состоится

Практическая значимость: разработаны методики определения технологических возможностей процессов мхчковки и подсечки по результатам механических испытаний образцов на одноосное растяжение; разработаны рекомендации по изготовлению деталей из прессованных профилей в условиях ограничения максимально допустимых деформаций; разработаны технологические процессы интенсификации малковки и подсечки с целью повышения точности получаемых деталей и повышения степени деформации заготовки. Результаты работы использованы при подготовке отраслевых технологических рекомендаций по малковке и подсечке прессованных профилей.

Публикация и апробация работы. Основные результаты работы докладывались на семинаре "Прогрессивные технологические процессы листовой штамповки" в МГАТУ им. К..Э. Циолковского в 199Î. 1996 г.г.. на РНТК "Новые материалы и технологии" в 1995 г., на НТК и "Гагаринских чтениях" в 1994 - 1996 г.г. По результатам работы опубликованы 9 научных статей и тезисов докладов.

Объем работы. Диссертация работы состоит из введения, четырех глав, обших выводов и списка литературы. Изложена на 199 страницах машинописного текста, в том числе содержит 49 л. таблицы и 127 рисунков.

Содержание работы.

В первой главе проанализировано применение прессованных -профилей в конструкциях летательных аппаратов, определены основные марки материалом, размеры поперечных сечений заготовок, а так же требования к деталям, изготавливаемым малковкой и подсечкой.

Анализ литературных источников свидетельствует о том, что исследованию процессов малковки и подсечки посвящено небольшое число работ, среди которых следует отметить труды Нарышкина A.A., Годунова М.Н., Комарова А.Д., Шалавина В.В., Лысова М.И., Хронусова B.C., Ершова А.Г. и др.

Важные результаты в области практического использования процессов малковки и подсечки получены исследователями НИАТ, ВИА.М. НИИСУ. НИИТМ нл|>.

В большинстве работ при исследовании процессов малковки и подсечки принято, что распределение деформаций соответствует распределению при чистом круговом изгибе, а напряженное состояние - одноосное.

Неравномерность распределения деформаций, как правило, по внимание не принимается.

t

Из обзора литературных источников следует, что основное внимание уделялось определению силовых параметров процесса малхоа'хн и точности получаемых деталей. Особенности изгиба полок силой, неравномерность напряженного и деформированного состояния не учитывались. Для расчета параметров процесса подсечки большинство авторов рекомендует рассматривать его, как изгиб или изгиб с тангенциальным растяжением, что не полностью соответствует особенностям подсечки. При определении предельных возможностей процессов авггоры рекомендуют использовать величину равномерного удлинения материала без учета разницы в схемах напряженно-деформированного состояния.

По результатам литературного обзора сформулированы цели и задачи работы.

Вторая глава посвящена экспериментальным и теоретическим исследованиям процесса малковки прессованных профилей. Целью являлось устано&пение действительной картины распределения деформаций при мадкоаке, что необходимо для разработки технологических рекомендаций по проектированию процесса.

При экспериментальных исследованиях использовались механические и гидравлические испытательные машины и прессы, имеющих возможность регулировать скорость деформирования и имеющие измерительную аппаратуру для замеров усилий. В качестве заготовок использовались профили из материалов Д16Т, Д!6чТ, Д!6чТ1, 895Т2, 120IT, АМгб. МА8, ВТ20. Размеры поперечного сечения варьировались в диапазоне от 15x15x1,0 до 60x60x5,0 мм. Использовались равнополочные и неравнополочные профили.

Для измерения деформаций на поверхность полок профиля предварительно наносилась сетка, которая измерялась после деформирования на координатографе с погрешностью до 0,01 мм, или с помощью твердомера ПМТ-3 с погрешностью не более 0,005 мм.

Механические свойства используемых заготовок определялись по ГОСТ 1497-73 на образцах, вырезанных из полок в продольном и поперечном направлениях. Анатиз результатов механических испытаний профилей показывает, что существует анизотропия свойств материалов как по латкам профиля, так и по взаимно перпендикулярным направлениям о каждой полке. Однако в большинстве случаев разница в величинах временного сопротивления с,, условного предела текучести 002 и характеристик пластичности (равномерного удлинения S„ и сосредоточенного удлинения 5„) не превышает 10-15 %. Поэтому с небольшой погрешностью можно считать материал профилей изотропным.

Если величина равномерного удлинения определяется достаточно просто, то методика для определения величины сосредоточенного удлинения в настоящее время отсутствует.

S

Наиболее распространенным способом определения величины сосредоточенного удлинения является прямое измерение плошали проекции зоны разрушения на плоскость: перпендикулярную продольной оси образца. В диссертации показано, что подобный метод не может обеспечить получения достоверных данных.

Для определения относительного сужения по всей длине образна, включая зону разрушения: была разработана методика измерения площади поперечного сечения образца в любой зоне и разработан, изготовлен и испытан специальный прибор, действие которого основано на измерении объема жидкости, вытесняемого образном, вводимым и замкнуту ю полость, заполненную жидкостью.

Были проведены измерения на образцах, вырезанных из используемых профилей, а также из листовых заготовок из материалов UXiSHiOT, стали 20, сплава ОТ4-1, В95АТ, В95АМ, АМгбМ, Д16Т, 65Г, 30ХГСА различных толщин. Для всех испытанных материалов построены кривые распределения относительных удлинений и сужении «о длине oñpjjuou, имеющие большое значение для практики, особенно при мал ковке гнутых Профилей.

МXIкойка профилей осуществлялась в жестких штампах. Набор пуансонов и матриц позволил осуществлять отгиб полок на углы в диапазоне г (А - 90)°. Малковка осуществлялась в два этапа. На перном лапе проводился анализ малых деформации профиля, уточнялся закон распределения деформаций по ширине полки и устанавливалась зависимость максимальной деформации от угла малковки. На втором этапе эксперименты проводились преимущественно с целью определения предельных возможностей формоизменении профилей из различных материалов. Характер распределения деформаций по ширине полки в зависимости от утла малкоики показан на рис.1.

По результатам полнофакторного эксперимента для расчетов величин максимальных деформаций получены следующие уравнения регрессий:

- для открытой малки

см„ = О.ОЗЭ + 0,875а + О.ОЗаБ - 0,38, (I),

- для закрытой малки

сца = О.ОЗБ + 0,675а + О.ОЗаБ - 0,38. (2)

Эксперименты показали, что в процессе мал ковки полки профиля деформируются неодинаково, что объясняется разнотолишнностью, нсрзвнопрочностью материма и возможной асимметрией нагружения. При малых углах малковки (ам < 10°) различие в деформациях но полкам может достигать 50%; при а„ >30° различие составляет 15-20 %.

Расчеты по формулам (1) и (2) хорошо подтверждаются результатами, полученными с использованием метода муаровых полос и метола сеток, проверенных на тонкостенных профилях из сплавов Д16ЧТ и В95ПчТ2.

Проведенные эксперименты позволили установить предельно допустимые углы мхткбвкн по условию разрушения, а также предельные углы малковки в зависимости ог допустимой остаточной де^юрмации (таб.т.1).

Таблица I. Предельные углы малковки профиля в зависимости от допустимой остаточной дсс)юрмацин.__

Марка Допустимая Толщина Предельный угол |

| ЦП • материала, его остаточная полки, мм однократной 1

1 состояние дс(|юрмация, % малковки !

! I ! Д16М. не лимитируется 5-8 8°-10" |

1 отожженное 9-15 7° 1

1 2 ; В95М, не лимитируется 5-8 70.7.. зо- !

1 отожженное 9-15 16-20 5° 30" -6" 1 4°-4° 30' !

! з : Д16чТ. 2 5-8 2«-2° 30 1

естественно 9-15 1° 40' |

состаренное 16-20 1" 1

: 4 : В95пчТ2. 1 5-8 1° ;

! ; искусственно 9-15 о° 50' ;

1 ; состаренное 16-20 0° 30'

: 5 ■ Л16, В95. не лимитируется 5-8 3е'- 3" 30' !

свсже- 9-15 2°-2° 30" !

1 за каленные 16-20 1° 30' -2" 1

При мал ковке нераинобоких профилей, различие н толщине полок которых более 0,5 мм, деформируется только более тонкая полка, что следует иметь в виду при назначении угла малковки.

Результаты замеров показали, что характер распределения деформации но ширине полки одинаков для разных типоразмеров и не зависит от марки материала. Сходствениость распределения

деформаций при малковке и одноосном растяжении дает возможность получить анхтитические зависимости для определения предельной степени формоизменения, приняв во внимание, что асимметрия распределения деформаций вблизи зоны максимальной деформации при малковкс невелика.

Результаты обработки экспериментов, полученных при растяжении стандартных пяти- и десятикратных образцов, позволили описать зависимость длины п зоны сосредоточенной деформации функцией

П-15Л. + 5, (3)

а кривую распределения деформаций зависимостью вида

п

где в . 1);.с --^у-;.* = -;./ . ■-у-

Из условия равенства удлинений в очаге деформаций при раетяжиши и при малковкс с учетом разницы в коэффициентах жесткости схем напряженного состояния получена ^юрмула дли расчета минимального радиуса изгиба из условии разрушения:

— + + , (5)

где □„ .радиус нейтральной поверхности деформаций при изгибе; Я - 1)1111 ус выпуклой поверхности полки в зоне малкоики. Ко - коэффициент, зависящий от схемы напряженного состояния (1С, = 0,962 но критерию равенства интенсивности напряжений и К„ = 0,5 при использовании коэффициента жесткости Г.А.Смириооз-Алясва). Сравнение расчетных и экспериментальных данных приведено и тзбл.2.

Таблица 2. Расчетные и экспериментальные значения минимальных радиусов изгиба на 90°

Марка материала 5Ь 5„ Расчетные значения г/Я Кст=0.962 К сг=0,5 Экспериментальные значения r/S

Д16АТ 5=1.0 мм 0,15 0,3 3,6 2,66 2-3

Д16М 5=1.0 мм 0,15 0,9 2,32 1,5 1-1,5

ОТ4-1 5=1.0 мм 0,68 0,8 2,35 1,53 1,3

АМгбМ 5= 1.0 мм 0,2 0,8 2,21 1,55 1,1-1,4

АМгбМ 5=2.0 мм 0,2 0,8 2,44 1,64 1,1-1,4

АМгбМ I 0,2 S=3.0 мм 1 0,8 2,50 1,79 1,1-1,4

Примечание: г - радиус вогнутой поверхности, 5 - толшина полки. При известной длине зоны изгиба, определяемой конструкцией малковочного штампа зависимость (5) позволяет определить и ' предельный угол отгиба полки.

В третьей главе приведены результаты экспериментальных и теоретических исследований процесса подсечки прессованных профилей.

Экспериментальные исследования по подсечке профилей были проведены на заготовках из алюминиевых сплавов Д16Т, Д16чТ, Д 16чТ1, В9Т2. 1201Т. АМ16 и титанового сплава ВТ20.

Подсечка профилей осуществлялась в специально спроектированном жестком универсальном штампе, обеспечивающем подсечку исследуемых типоразмеров профилей в широком'диапазоне изменения высоты подсечки 11 и длины сбега подсечки 1 (11 =0 - 50 мм, I = 5 - 100 мм).

Эксперименты были проведены в два этапа: на первом этапе уточнялось распределение деформаций по вертикальной полке профиля в зависимости от крутизны подсечки, на втором -устанавливалась зависимость наибольшей деформации от относительной высоты подсечки 1я/1.

Предварительные эксперименты первого этана показали, что при подсечке на вертикальной полке профиля развиваются различные деформации: в наиболее удаленной части (па кромке вертикальной полки) возникают растягивающие деформации, а в центральной части полки шггсксинко развиваются сдвиговые деформации (рис.2).

Разрушение вертикальной стенки профиля также может происходить в различных местах (рис.2 ) в зависимости от геометрических параметров подсечки: в зоне 1 (преимущественно при

Рис.2

малом отношении U/1), в зоне 2 (преимущественно при большом отношении h/1) и реже в зоне 3. Иногда возможны более сложные случаи разрушения заготовки сразу в нескольких зонах очага дс1}юрмации.

Перед деформированием на вертикальную полку профиля наносилась координатная сетка с размерами ячеек от 1x1 До 3x3 мм с помощью координатографа "Inspector - 60". Погрешность нанесении н последующего измерения размера составляла около 0,01 мм. Это дало возможность определять относительную линейную деформацию в зонах 1 и 2 заготовки с погрешностью не более 1 % (и экспериментах первого этапа) и с погрешностью не более 2% в экспериментах второго этапа.

Расчет относительных линейных деформаций в зоне 1 производился по формуле

с 00%. (6)

где ао - размер ячейки координатной сетки до деформирования; а - тот же размер после деформирования.

Аналогично рассчитывались линейные деформации в зоне сдвига 2, где вместо размеров aü и а использовались размеры в0 и в соответственно.

Эксперименты показали, что характер распределения деформаций на вертикальной полке профиля при подсечке одинаков для всех исследуемых материалов и типоразмеров заготовки. И

деформация линейного растяжения на кромке полки, и линейная деформация в зоне сдвига увеличиваются при увеличении относительной высоты подсечки Ь/1, но наибольшая деформация развивается в зоне сдвига, где обычно и происходит разрушение материала заготовки.

Характер распределения деформаций по вергикхтыюй стенке профиля проведен на рис. 3.

Рис.3

Установлено, что с погрешностью до 15 % деформации в зоне сдвига могут быть аппроксимированы зависимостью

сп,ах= 0,375 И/1 (7)

Полученное выражение может быть использовано для определении предельной деформации в зоне сдвига.

Определение предельно допустимой высоты подсечки прессованных профилей дано для случая разрушения вертикальной полки профиля в зонах сдвига и растяжения кромки.

Предельно допустимая да)к>рмация этих зон рассчитывается по формуле:

+ с

I

где К'„ - теоретико-эмпирический коэффициент; для зоны растяжения К'„ = 1; дня зоны сдвига К'„ = 1,6 или К'„ = 2,5.

Предельно допустимая ьисота подсечки из условия разрушения материала в зоне сдвига составит

(9)

В таблице 3 приведены расчетные и экспериментальные значения предельной высоты подсечки профиля, из которой видно, что расчет с К'„ = 2,5 дает верхнюю, а расчет с К'а ~ 1,6 - нижнюю оценку предельного значения. В последнем случае можно гарантировано исключить разрушение профильной заготовки и зоне сдвига.

Таблица 3.

Марка материала и | ^ размер " бк Расчет Ъ/1 К'„ =2,5 К-„=1,6 Экспериментальные значения 11/1

Д16чТ (20x20x2,0) ¡0,1 0,2 0,59 0,34 0,6

Д16чТ (15x15x1,5) ¡0,14 0,4 0,98 0,50 0,9

Д16чТ (40x40x3.0) 10,12 0,31 0,77 0,41 0,8-0.95

Д16чТ (20x20x2.0) 10,13 0,34 0,87 0,46 0,6-1.0

Д16чТ (40x40x3,0) ! 0,06 0,35 0,32 0,20 0,25-0.45

В95Т2 (25x25x2,0) 1 0,08 0,28 0.45 0,27 0,5-0.9

1201Т (45x45x5.5) !о,18 0,60 1,65 0.69 1,5-1.7

Амгб (30x30x3,0) ) 0,20 0,42 2,26 0,80 1,0-1.4

ВТ20 (21x21x2.0) | 0,09 0,53 0,52 0,30 0,5-0.8

Расчет силовых параметров процесса полсечки осуществлен по методу баланса работ. Схема разделения очага деформации на зоны с различным напряженно-деформированным состоянием дана на рис.4.

(10)

Рис.4

Исходное уравнение имеет вид: РЬ = А^+Арз(Л+2Ай >Г>

где Р - усилие подсечки; Ь - высота подсечки; Асв = Ш Х,У- работа сдвига;

.Ш<7,£,Л> - работа растяжения;

= М</> - работа зоны изгиба. Окончательно имеем

Г ( I А ]

ст.! ^ с/5+1« - +2&У,2 ^ )

/«Г

Расчетные значения деформирующего усилия с погрешностью 10-20!« совпадают с экспериментальными, что приемлемо для практического использования. Расчетные и экспериментальные данные приведены в таблице 4.

(И)

Таблица 4.

| Марка матсрихиз ав, МПа Длина Высота Усилие Р, к Н

1 и размер профиля подсечки подсечки

| 1, мм Ь, мм

Расчет Экспери-

мент

Д16чТ(20x20x3,0) 450 5 5 17,22 20,0

15 9 15,05 17,0

10 8 15,84 19,0

В95Т2 (25x25x2,0) 510 40 8 17,66 12,5

• 20 Ь',5 20,01 21,0

5 4,5 24,54 25,0

1201Т (45x45x5,0) 330 20 30 63,33 75,0

Д16чТ (40x40x3,0) 500 10 4,5 53,3 39,0

(15x15x3,0) 500 40 27 37,22 42,5

ВТ20 (21x21x2,0) 1010 20 9 33,69 25,0

10 6,5 36,97 29,0

АМгб (30x30x3,5) 370 10 14 34,9 33,3

19 19 33,89 25.6

В четвертой главе раемотрены вопросы интенсификации процессов малковки и подсечки прессованных профилей.

Процесс мпковки является процессом упруго-пластического деформирования и сопровождается пружинен нем после снятия нагрузки, что снижает точность угловых размеров. Если мадковка осуществляется в жестких штампах, то эффективным способом уменьшения пружинсния является калибровка полок сжимающей

СИЛОЙ.

При малковке с калибровкой полок процесс формоизменения состоит из двух последовательно выполняемых этапов: а - собственно малковки профиля, выражающей в изгибе полок; б - калибровки полок, когда осуществляется сжатие полок при практически неизменных радиусе и угле малковки (рис. 5, а и 5, б). Первый этап рассмотрен выше.

Рассмотрим второй этап.

При нагружении полки силой, перпендикулярной ее поверхности, возникает плоское деформированное состояние, так как длина профиля обычно значительно превышает толщину полки. В результате осадки и некоторого уменьшения толщины полки наблюдается течение материхта аюль оси X ( рис. 5, в) как в положительном, так и в отрицательном направлениях. Перемещению материала в положительном направлении препятствуют силы трепля. В отрицательном направлении кроме сил трения течению препятствуют и силы, действующие со сгороиы изогнутой части полки. Поэтому плоскость, разделяющая область течения в положительном и отрицательном направлениях (линия раздела течения в поперечном сечении профиля) может занимать различные положения в зависимости от соотношения сил трения н сопротивления изогнутой части.

При перемещении материальных частиц в отрицательном направлении напряженно-деформированное состояние изогнутой части переходит от состояния обычного изгиба к состоянию изгиба с тангенциальным сжатием. Известно, что тангенциальное сжатие приводит к смсшошю нейтральных поверхностей напряжений и

Рис.5

деформаций в сторону от центра кривизны, в результате чего уменьшается угол пружинения по сравнению с обычным изгибом.

Процесс сложного нагружения в последовательности "изгиб -тангенциальное сжатие" исследуем в предположении, что упрочнение материала описывается степенной функцией

О5=К£Ш,

где Кит- константы, определяемые экспериментально, что деформированное состояние в зоне изгиба близко к плоскому, а силы контактного трения подчиняются закону Кулона = дау,

где оу - напряжение, нормальное к контактной поверхности; ц - коэффициент трения.

Приняв, что распределение напряжений по толщине близко к одноосному, получим формулу для определения тангеншшыюй сжимающей силы 0 и внешнего изгибающего момента М:

/

<2= BMU^^-Y^yM = B — itr,-а2) . (12)

Здесь В - длина полки; h - толщина полки.

Средняя ведичииа тангенциальной сжимающей нагрузки равна Q а. + ст,

где <7„ = = + "Ц^р) j ;o¿ = к\с0 - аи (13)

о0 - кривизна зоны изгиба; Е - модуль упругости.

Наибольшее влияние на величину момента М оказывает величина деформации тангенциального сжатия С0: с ростом 1с0) момент уменьшается.

Прямолинейная часть полки деформируется на втором этапе в условиях плоской деформации. Совместное решение уравнении раииоиесия М 2 Л Л

—f- " —г- = 0 (14)

dv й '

и условия пластичности

о}. - О, =Кет , (15)

глс ох - нормальное напряжение, действующее в направлении оси X, с использованием граничных условий: Ох = 0 при X =а и Ох — -q

при X = - в, дает (|юрмулы для определения напряжений -в диапазоне О О X О а

- в диапазоне О О X О в

а,. = (Á¿- tf/f ■' . (17)

Ú ш. _ Л

Из условия равенства напряжений И *уП при X = 0 следует,

что

Я= . (18)

С использованием условия постоянства объема получаем

со - ■ 09)

Усилие сжатия полки И равно

14 V 1 л Г 1*(„-.) 'Г-!-'. 1

Г = Ц + = — ВКгуе * - е - ^. (20)

Приравнивая значения д. полученные по формулам (13) и (18), получаем уравнение для определения координаты линии раздела, которое может решено грз<|гоаналичсским способом.

Анализ полученных зависимостей показывает, что с увеличением усилия Р величина изгибающею момента М убывает, а так как угол пруженения Да связан с величиной момента зависимостью

М а.

А а = —.-рт , &

то при этом точность процесса повышается.

С цель проверки полученных расчетных зависимостей были проведены многочисленные эксперименты по малкоике профилей различных типоразмеров. В качестве иллюстрации на рис.6 приведено сравнение расчетных и экспериментальных зависимостей углов пруженения от давления калибровки. Приведенные данные свидетельствуют об удовлетворительной точности полученных расчетных зависимостей.

Рационхтьным способом интенсификации подсечки профилей, является дополнительное нагружение в процессе деформирования.

Рассматривается схема гибки "широкой" полосы из ортотропното материхта в условиях сложного нагружения моменто N1. тангенциальным (окружным) усилием Р и сжатием по толщине стснк.н (рис. 7.).

Решение осуществлено в допустимости гипотезы плоских сечений и отсутствия контактного трения со стороны гибочного пуансона.

Путем совместного решения уравнения равновесия, условия пластичности и уравнения состояния материала получено ;ш<|)фсрснниалы10с уравнение распределения радиальных напряжений в зонах растяжения и сжатия заготовки в виде:

</<т, Кс' ¿Р ,р4х '

гле ^..рз^щы

(здесь ни, М21> »»I - показатели ортотропии).

ч

гч 6

&

V

<-10°

^ /,

йвссигеаяов гш<ше|

Рис.6.

Распределение деформаций подчиняете*) зависимости. е,,=-Е^1щ"р/ро)= !г> (р'/1Ф ) , (22)

где р0 - радиус нейтральной поверхности; - угол изгиба заготовки; 10 - длина плоской заготовки.

Момент внутренних сил относительно срединной поверхности заготовки рассчитывается но <)>ормуле

М = \a\p~ Р^&р , (23)

Л,

гас рср - радиус срединной поверхности; Z - ширина заготовки.

Расчет по формулам (21) - (23) осуществляется численным интегрированием.

Задавая значение текущего радиуса р от р = Км до р = через шаг dp по уравнению (22) определяют деформации, интенсивность деформации и осуществляют численное интегрирование уравнения

.7

(21) при начальных условиях р = И „,; ор = ор,= 0. По рассчитанному полю напряжений ар = ((О) определяют распределения о0 = Г (О) и

о/ = да).

Расчет напряжено-деформированного состояния при гиОке моментом VI с дополнительным нагружением заготовки таигенниальной силой Р и сжатием по толщине стенки о'г.

Расчет начинают с уравнения (22), где первоначально значению р присваивают значение О = Ип + Л (Д - малое смещение наружной поверхности заготовки), что автоматически приводит при заданной угле о к тангенциальному удлинению или укорочению заготовки. Численное интегрирование уравнений (21) и (23) осуществляют при начальных условиях : О = Кп + А, ор = ор\ где ор' - величина дополнительной сжимающей нафузки по толщине стенки заготовки.

В результате расчета напряженно-деформированного состояния определяется величина окружной силы Р, которую рассчитывают но формуле

Р = (24)

Изменяя величину смещения наружной поверхности заготовки Л в ту или иную сторону (в результате интефационного процесса), достигают требуемой или заранее заданной величины тангенциального усилия Р.

Расчет нанряжснно-дс(|)ормиронанного состояния, при тибке с нестационарным силовым воздействием на заготовку осуществляется анхюгнчным образом, но процесс гибки разбивается на ряд временных этапов, где на каждом расчетном этапе используют соответствующие значения ср' и А.

Угол пружинсния заготовки после снятия нафузки определяют по выражению

ГДС &нар-8|1н>т - величины упругих смещений наружной и внутренней поверхностей соответственно.

В результате проведенных расчетов установлено, что гибка полосы моментом с дополнительным окружным растяжением или сжатием приводит к смещению нейтральной поверхности напряжении н лс(|к1рмаций. что уменьшает момент внутренних сил и снижает пружииенис детали после гибки. При гибко моментом с дополнительным окружным растяжением со сжатием по толщине

стенки возможности уменьшения пружимсния еще выше из-за положительного влияния сжимающего радиального напряжения

Ортотрогшя свойств исходной заготовки также оказывает положительное влияние на величину последующего пружииения заготовки. На рис. 8. В качестве примера прннеден расчет нружлнении заготовки из трансвсрсадьного материала типа Д16АМ в зависимости от ветчин дополнительного нагружения заготовки ташетшхтьным усилием Р и сжимающей нагрузкой о'р, из которого видно, что гибка с дополнительным нагруженлем позволяет увеличить точность получаемых деталей.

Рие.7

ч

£__ Ъ

- "//«V

Рис.8

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Процессы малковки и подсечки широко используются в производстве деталей летательных аппаратов, однако до настоящего времени отсутствуют научно обоснованные донные по распределению пластических деформаций по объему деформируемой заготовки, которые оказывают значительное влияние на эксплуатационные характеристики деталей.

В работе впервые установлены законы распределения больших н малых деформаций при мал копке и подсечке прессованных профилей симметричных и несимметричных сечений из различных материалов.

2. Экспериментально установлено, что характер распределения деформаций в операциях малковки и подсечки слабо зависит от марки материала.

Установлена сходственность распределения деформаций при малковкс, гибке листового материала и подсечке профиля с распределением при одноосном растяжении образца, что дало возможность разработать единую математическую модель расчета предельных возможностей процессов.

3. Результаты исследований показали, что основное влияние на величину максимально допустимого угла малковки оказывает величина сосредоточенного удлинения. Величина равномерного удлинения сказывается незначительно.

4. Разработанная методика позволила уточнить распределение относительных сужений по очагу деформации при одноосном растяжении образно». Показано, что существующая .методика даст завышенные результаты .что не позволяет правильно оценивать возможности деформирования в операциях листовой штамповки.

5. При подсечке профиля предельное деформирование ограничивается макси.мхтьной величиной сдвиговой деформации в средней части вертикальной полки профиля.

Экспериментально и теоретически показано, что здесь наибольшее ачияние оказывает величина равномерного удлинения.

6. Основным направлением интенсификации процессов малковки и подсечки является изменение схемы напряженно-деформированного состояния в очаге деформации.

Сжатие стенок профиля позволяет уменьшить величину внутреннего момента и повысить точность малковки.

Нагружсние полок профиля в процессе подсечки ведет к изменению положения нейтральной поверхности напряжений и деформаций и к уменьшению пружинсния, к снижению величин деформаций наиболее нагруженных волокон и к изменению силовых параметров процесса.

7. Результаты работы дают возможность научно обоснованно разрабатывать процессы малковки и подсечки деталей из прессованных профилей с учетом эксплуатационных характеристик.

Основное содержание диссертации, опубликованное в следующих печатных работах:

1. Чивикина Г.И. Малковка прессованных профилей. //Проблемы машиностроения и автоматизации,- 1995 , № 5-6.

2. Чивикина Г.И. Повышение точности малкования профилей. //Проблемы машиностроения и автоматизации,- 1995 , № 5-6.

3. Чивикина Г.И. Экспериментальные исследования процесса гибки-подссчки прессованных . профилей. //Кузнечно-штамповочнос производство.- 1996, № 5.

4. Чумздин A.C., Чивикина Г.И. Расчет процесса гибки "широкой" полосы из ортотропного материала. //Вестник машиностроения.-1996, №6.

5. Чивикина Г.И. Исследование процесса гибки-подсечки прессованных профилей. //Тезисы докладов РНТК "Новые материалы и технологии",- М., 1995.- С.31.

6. Чивикина Г.И. Подсечка профилей из алюминиевых сплавов. //Сб. тезисов докладов НТК "XXII Гагаринскис чтения",- М., 1996.- С. 2122.

7. Чивикина Г.И. Расчет силовых параметров при подсечке профилей. // Сборник тезисов докладов НТК "XXII Гагаринскис чтения".- М., 1996,- С. 21-22.

8. Чивнкина Г.И. Малковка прессованных профилей с калибровкой полок.-М: Московский государственный авиационный технологический университет, 1996.-6 с.-Рус. Деп. ВИНИТИ, N° 1159-В96.

9. Чивикина Г.И. Особенности подсечки профилей из алюминиевых сплавов.- М.: Московский государственный авиационный ' технологический университет, 1996.-6 с.Рус.-Дсп. ВИНИТИ, № 1160-В96.